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深中通道沉管临时锚拉系统横向偏位模型试验
闫 磊1,2,韩 恒1,2,贺拴海1,2,徐国平3,邓 斌3,闫金宁1,2,辛世豪1,2
(1. 长安大学 公路学院,陕西 西安 710064; 2.长安大学 旧桥检测与加固技术交通运输行业重点实验室，陕西 西安 710064; 3.中交公路规划设计院有限公司,北京 100088)
摘要
为探明深中通道沉管对接施工时锚拉系统的横向偏位限值，利用数值模拟和模型试验相结合的方法对锚拉系统的变位能力进行了研究。建立了锚拉系统的有限元模型，基于有限元分析结果确定了足尺模型试验的加载分级标准；基于锚拉系统的实际受力状态确定了开展横向偏位限值研究的拉杆轴向荷载等级；试验模拟了水平及竖向各5 cm的初始安装偏差，分为4个工况对结构进行了加载并测试应力与变位。研究结果表明：在给定的拉杆轴向荷载下，随着横向偏位的增加，锚拉系统的安全储备均逐渐减小；单根拉杆在轴向试验荷载1000 kN作用下，横向偏位为5 cm时，结构处于弹性工作状态，锚板和肋板的最大Mises应力分别达到190.8和179.3 MPa，距其设计强度295和280 MPa分别具有35.3%和36.0%的安全储备；在1.2和1.5倍轴向试验荷载下，施加横向偏位至5 cm时，锚拉系统仍处于弹性工作状态，锚板和肋板的最大Mises应力分别从221.1和196.8 MPa升至286.8和260.5 MPa，设计安全储备平均值由27.4%降至5.0%，拉杆最大应力从473.8 MPa升至623.7 MPa，屈服安全储备由43.3%降至25.3%；极限侧推试验中，临时锚拉系统在1.5倍轴向试验荷载下，当横向偏位为6 cm时，锚板达到设计强度，继续增大至12.8 cm时，锚板率先屈服，认为该锚拉系统已失效，此时拉杆应力为704.8 MPa，屈服安全储备为15.6%，故建议沉管水下对接施工的横向偏位控制值为6 cm。
深中通道沉管隧道地处伶仃洋海域，由多个管节组成，相邻管节通过接头在水下完成对接。由于水下对接的精度要求较高，且对接时需保证相邻管节的稳定性，该项目设计了临时锚拉系统，用来临时锁定相邻管节，而锁定后的管节受环境扰动仍会在接头部位发生相对错动，因此，临时锚拉系统在横向偏位下的力学响应关系到结构的整体安全，有必要对其进行深入研究。
1.1 工程背景
深中通道上游距虎门大桥30 km，下游距港珠澳大桥约38 km，工程起自广深沿江高速公路机场互通式立交，接广深沿江高速公路，通过拟建广深沿江高速公路支线工程与机荷高速公路对接，向西跨越珠江口，在中山马鞍岛登陆，止于横门互通立交，顺接中开高速公路。工程由隧道、桥梁、人工岛及海底互通组成，全长约24 km。工程地理位置如图1所示。
图1 深中通道地理位置
深中通道隧道总长6 845 m，其中沉管段长5035 m，采用钢壳-混凝土组合结构，由32个管节组成，其中标准管节26个，非标管节6个。标准管节长165 m，质量为7.6万吨；非标管节长123.8 m，质量为7.0万吨；标准管节宽46 m、高10.6 m，最大管节宽度为55.46 m。岛上段长1 810 m，采用钢筋混凝土结构。全线设置东、西2处人工岛，东岛长930 m，西岛长625 m。沉管隧道纵断面布置如图2所示。
图2 沉管隧道纵断面布置
1.2 临时锚拉系统构造
深中通道临时锚拉系统布置在最终接头推出段与E24管节结合处，沿顶板和底板进行布置，其构造如图3所示。在沉管最终接头推出段与相邻管节之间抽排水时，为防止邻近管节接头的GINA止水带回弹，用临时锚拉系统对推出段进行锁定。由于水下环境复杂，临时锚拉系统面临接头错位及管节浮动等多种工况。本文为了探明该锚拉系统的横向偏位限值，开展了1:1足尺模型试验，并分4个工况对结构进行了加载试验。
图3 临时锚拉系统构造
1.3 模型设计
对临时锚拉系统进行数值模拟，经过对比优化，采用自平衡加载系统。试验模型包括临时锚拉系统和试验台座两部分，临时锚拉系统与实际结构尺寸一致，试验台座采用长1.2 m，宽0.875 m，高0.6 m的钢箱，内部由自密实混凝土填充，同时在肋板及锚板根部设有Φ25 mm锚固钢筋，钢板厚度均与实际结构一致。足尺试验模型构造及加载示意如图4所示，其中t为钢板板厚。
（a）立面布置
（b）平面布置
图4 足尺试验模型构造（单位：mm）
1.4 有限元分析
1.4.1 材料计算参数和本构关系
锚拉系统各项材料力学参数和强度指标均依照规范JTG D64—2015和国家标准GB/T 3077—2015取值，主要计算参数见表1，其中：fd为设计强度；fy为屈服强度；国家标准GB/T 3077—2015中的6.4.3条款仅列出了材料40CrNiMoA的屈服强度。
钢材采用理想弹塑性本构关系，其应力σ与应变ε关系如图5所示。
图5 钢材σ-ε关系
1.4.2 强度准则选取
本文选用Mises屈服准则，Mises屈服准则遵从畸变能理论，即材料发生塑性屈服是由于构件的最大畸变能密度达到材料在单向拉伸屈服时的畸变能密度，试验表明该准则能够较好地描述钢材等塑性材料的屈服状态。
1.4.3 有限元模型
采用ABAQUS对试验模型进行建模分析，有限元模型与足尺试验模型完全一致，如图 6所示。模型由临时锚拉系统、试验台座和温度杆三部分组成。试验台座包括外钢壳、自密实混凝土和锚固钢筋，锚拉系统包括锚板、肋板、垫板、拉杆、螺母及自润滑推力轴承。
图6 有限元模型
图7给出了有限元模型的单元类型选取与网格划分情况。为了提高计算精度，全局选用六面体单元对有限元模型进行网格划分，在肋板局部区域选用四面体网格，并根据分析对象的不同选用合适的单元尺寸。模型中试验台座外钢壳采用空间S4R壳单元模拟，单元尺寸均为50 mm×50 mm；锚固钢筋采用T3D2三维桁架单元模拟，一根钢筋为一个单元；自密实混凝土、锚板、肋板、拉杆、螺母及轴承均采用C3D8R三维实体单元模拟，混凝土单元尺寸为80 mm×80 mm×80 mm，锚板与垫板的单元尺寸为15 mm×15 mm×15 mm，肋板单元尺寸为20 mm×20 mm×20 mm，拉杆单元尺寸为24 mm×24 mm×24 mm，轴承与底座的单元尺寸均为11 mm×11 mm×11 mm。
（a）外钢壳和锚固钢筋
（b）混凝土
（c）锚板、肋板和垫板
（d）轴承和轴承底座
（e）拉杆
图7 单元选取与网格划分
图8给出了有限元模型的边界条件及荷载施加情况。固定一端台座，释放另一端台座的轴向及横向自由度，采用温度杆模拟轴推千斤顶，通过升温方式模拟顶推力，以实现自平衡加载。侧推加载采用位移控制，通过设置分析步模拟分级加载。各板件之间根据实际接触情况施加相互作用，采用“Tie”方式模拟焊接作用，轴承与底座之间建立接触关系，法向设置为硬接触，切向设置为摩擦接触，钢壳与混凝土之间设置接触关系，混凝土与锚固钢筋之间通过“Embedded Region”方式实现耦合。
图8 边界条件与荷载施加
依据Mises屈服准则，得到足尺试验模型的应力云图如图9所示，限于篇幅，本文仅列出轴向1 000 kN、横向偏位5 cm时的应力云图。
（a）锚拉系统I
（b）锚拉系统Ⅱ
图9 临时锚拉系统Mises应力云图
由图9可知，在轴向1 000 kN、横向偏位5 cm作用下，锚板U型槽下缘应力较大，测点位置应力为192.2 MPa；肋板与锚板相接区域出现应力集中，测点位置应力为179.0 MPa；拉杆中部测点位置应力为451.3 MPa。
1.5 加载工况
临时锚拉系统在实际工作时，沉管在设计平均水位下单个锚拉系统所受的轴向拉力为1 000 kN，按10年一遇高水位考虑时，单个锚拉系统轴向拉力最大增加335 kN，另外断面焊接（图10）残余应力引起的拉杆轴向拉力增加了115 kN，综合考虑以上因素，锚拉系统轴向拉力合计增加450 kN。故本文在加载工况设计时取1.5倍试验荷载探究锚拉系统横向偏位限值。
图10 沉管最终接头纵断面
基于有限元分析结果，以试验荷载1 000 kN为起点，共设计4个加载工况进行分次加载，各工况加载内容见表2。
1.6 试验装置与测点布置
现场加载装置主要包括侧推反力架、固定装置、滚轴及液压千斤顶。其中滚轴用以减小活动台座与地面之间的摩擦，固定装置用来约束固定台座的平动和转动自由度，以千斤顶模拟锚拉系统受到的轴向荷载，轴向加载采用力控制；侧推加载采用位移控制，位移增量为1 cm，加载速率2 mm·min-1。液压千斤顶前端布设压力传感器以控制荷载大小，活动台座横向布设大量程位移计以控制侧推位移，加载现场总体布置如图11所示。根据1.4节中的有限元分析结果，选取锚板和肋板的应力复杂区域布置应变花，对拉杆沿轴向布置单向应变片，应变测点布置如图12所示，图中括号内数字代表该板件背面的同位置测点，R1、R2代表拉杆上测点。
图11 加载现场总体布置
（a）肋板
（b）锚板
（c）拉杆
图12 应变测点布置（单位：mm）
2.1 试验荷载下结果分析
工况1各构件最大应力测点试验结果见表3，典型测点应力-位移关系曲线如图13所示。本文中实测值为由实测应变计算得到的测点位置的Mises应力，计算值为有限元分析结果中提取的测点位置Mises应力。
（a）肋板
（b）锚板
（c）拉杆
图13 工况1典型测点应力-位移关系曲线
由图13可知：在轴向1.0倍试验荷载作用下，随着横向偏位的增大，锚板和肋板的应力增幅较为平缓，当横向偏位为5 cm时，锚板和肋板的最大Mises应力分别达到190.8和179.3 MPa，距设计强度295和280 MPa仍分别有35.3%和36.0%的安全储备；就拉杆而言，随着横向偏位增大，近千斤顶侧拉杆应力上升，同时另一侧呈下降趋势，最终拉杆最大拉应力达到450.9 MPa，距其屈服强度有46.0%的安全储备。
综上可知，在试验荷载作用下，锚拉系统整体处于弹性工作状态，各构件安全储备充足。
2.2 1.2倍试验荷载下结果分析
工况2各构件最大应力测点试验结果见表4，测试结果变化规律如图14所示。
（a）肋板
（b）锚板
（c）拉杆
图14 工况2典型测点应力-位移关系曲线
由图14可知：在轴向1.2倍试验荷载作用下，随着横向偏位增大，锚板和肋板的应力水平仍处于弹性范围，当横向偏位至5 cm时，锚板和肋板的最大Mises应力分别达到221.1和196.8 MPa，距其设计强度仍分别有25.1%和29.7%的安全储备。
加载过程中，拉杆应力变化规律同工况1，最终拉应力达到473.8 MPa，距其屈服强度有43.3%的安全储备，因此，在拉杆力提升20%的条件下，锚拉系统安全储备较工况1整体降低约6.5%，但系统仍处于弹性工作状态，安全储备仍较为充足。
2.3 1.5倍试验荷载下结果分析
工况3各构件最大应力测点试验结果见表5所示，测试结果变化规律如图15所示。
（a）肋板
（b）锚板
（c）拉杆
图15 工况3典型测点应力-位移关系曲线
由图15可知：在轴向1.5倍试验荷载作用下，随着横向偏位增大，锚板和肋板的应力水平呈上升趋势，但涨幅较小，当横向偏位至5 cm时，锚板和肋板的最大Mises应力分别达到286.8和260.5 MPa，已接近设计极限，但距其屈服强度390 MPa仍分别有26.5%和33.2%的安全储备。
随着偏位增大，拉杆应力增长较快，拉杆力分配同工况1，最终拉杆最大拉应力达到623.7 MPa，距其屈服强度有25.3%的安全储备。
与前述2个工况相比，认为此工况下锚拉系统已接近设计极限，但此时拉杆仍有一定安全储备。
2.4 1.5倍试验荷载下极限加载试验结果分析
工况4各构件最大应力测点试验结果见表6所示，测试结果变化规律如图16所示。
（a）肋板
（b）锚板
（c）拉杆
图16 工况4典型测点应力-位移关系曲线
由图16可知：在轴向1.5倍试验荷载作用下，随着横向偏位增大，锚板、肋板应力曲线斜率较其他工况变大，说明随着位移增加二者后期增长较快；当横向偏位为6 cm时，锚板应力已达到设计强度，肋板应力亦逼近设计极限；继续增至12.8 cm时，锚板率先屈服，肋板的最大Mises应力已逼近屈服强度。
横向位移为6 cm时，拉杆最大应力为639.5 MPa，屈服强度安全储备为23.4%，当横向位移为12.8 cm时，拉杆最大拉应力增至704.8 MPa，安全储备降为15.6%。
因此,在工况4加载过程中，锚板率先屈服，对应的拉杆应力储备较小，最终锚拉系统的横向偏位极限值为12.8 cm。由图13～16可知：各测点应力实测值与有限元计算值吻合良好，本文建立的有限元分析模型可以较好地模拟临时锚拉系统在横向偏位工况下的受力模式。
将前述各试验工况下的锚拉系统应力和偏位的最大值汇总于表7，可知：不大于1.5倍试验荷载作用下，横向偏位为5 cm时锚板与肋板应力均小于其设计强度，而拉杆的安全储备充足；当荷载增至1.5倍试验荷载，横向偏位为6 cm时，拉杆虽有一定安全富裕，但锚板与肋板已达或逼近设计强度，因此，建议现场施工时偏位监测控制值取6 cm；从体系失效角度考虑，当横向偏位达到12.8 cm时，锚板率先屈服，此时拉杆亦将接近屈服极限，可认为该系统横向偏位的极限为12.8 cm。
（1）在轴向试验荷载1 000 kN条件下，横向偏位5 cm时，结构应力-位移响应表现出良好的线性关系，锚板、肋板的设计安全储备分别为35.3%、36.0%，拉杆屈服安全储备为46.0%，锚拉系统安全储备充足。
在1.2和1.5倍试验荷载下，分别施加横向偏位至5 cm时，锚拉系统仍处于弹性工作状态，结构锚板和肋板的最大Mises应力分别从221.1和196.8 MPa升至286.8和260.5 MPa，拉杆最大应力从473.8 MPa升至623.7 MPa。故拉杆力增大20%及50%时，锚板和肋板设计安全储备平均值由27.4%降为5.0%，拉杆屈服安全储备由43.3%降为25.3%。
（2）1.5倍试验荷载下的极限偏位试验表明，横向偏位为6 cm时锚板达到设计强度，且肋板亦逼近设计值，当横向偏位为12.8 cm时，锚板率先屈服，认为结构已达弹性极限，此时拉杆最大应力达到704.8 MPa，距屈服强度安全储备仅为15.6%。综合考虑现场施工条件，建议临时锚拉系统横向偏位控制值取6 cm。
（3）本次模型试验是针对沉管临时锚拉系统开展的定值研究，未考虑结构尺寸的不定性和材料强度的变异性，下一步可进行锚拉系统的概率安全分析。
作者简介
闫磊
博士
副教授、硕士生导师
主要从事桥梁结构安全评估及可靠度、索结构分析与控制、桥梁结构理论与分析等方面的研究工作。参与国家重点研发计划项目2项，主持省部级科研课题3项；主编行业规范2部、参编1部；发表学术论文30余篇；获省级公路学会奖2项；完成了百余座桥梁的技术状况评定及承载安全评估工作；为深中通道、虎门大桥等大型工程建设及维养提供了技术支持。
贺拴海
博士
教授、博士生导师
公路与桥梁高效养护及安全耐久国家工程研究中心（长安大学）主任
长期从事桥梁工程领域的教学、科研、技术服务工作，范围涉及桥梁结构理论、设计分析、检测评估、维修加固等；出版著作5部，发表学术论文近300篇；主编、参编国家行业规范8部；获国家、省部级科技奖励10余项。参与了包括港珠澳大桥、杭州湾大桥、青岛海湾大桥、舟山连岛工程等重大工程建设的项目研究、技术咨询工作。
本文主要内容源自《交通运输工程学报》2023年第5期，点击查看文章全文：
闫磊, 韩恒, 贺拴海, 徐国平, 邓斌, 闫金宁, 辛世豪. 深中通道沉管临时锚拉系统横向偏位模型试验[J]. 交通运输工程学报, 2023, 23(5): 129-142.
doi: 10.19818/j.cnki.1671-1637.2023.05.008
制作/排版：程 静 苏书杰
编辑：荣依依
校对：戴 杰
审核：韩跃杰
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